Расчёт сварочного выпрямителя, предназначенного для однопостовой механизированной сварки плавящимся электродом в среде углекислого газа и под флюсом деталей из низкоуглеродистых и низколегированных сталей

Министерство образование Российской Федерации

Санкт-Петербургский институт машиностроения (ЛМЗ-ВТУЗ)

Кафедра «Технология и оборудование сварочного производства»

Курсовая работа

по теме: Расчёт сварочного выпрямителя, предназначенного для однопостовой механизированной сварки плавящимся электродом в среде углекислого газа и под флюсом деталей из низкоуглеродистых и низколегированных сталей

Выполнил:

Ст.гр.№5303

Ковальков А. Е.

Проверила:

Приёмышева Г. А.

Санкт-Петербург 2010

Исходные данные

Наименование параметра	Обозначение параметра	Величина
1. Номинальное напряжение трёхфазной питающей сети частотой f>с>=50 Гц, В	U>с>	380
2. Номинальный выпрямленный (сварочный) ток, А	I>d>>н>	500
3. Номинальное выпрямленное (рабочее)напряжение на зажимах выпрямителя при номинальном токе, В	U>d>>н>	50
4. Номинальный режим работы (продолжительность нагрузки) при цикле сварки 10 мин, %	ПН%	60
5. Способ регулирования сварочных параметров	тиристорный
6. Внешняя характеристика	жёсткая
7. Система охлаждения	Воздушная принудительная
8. Класс изоляции	F
9.Кострукционные особенности: а) материал магнитопровода б) материал обмоток трансформатора	Сталь 3413 Алюминиевые провода

Выбор схемы выпрямления

Выбор осуществляется из четырёх самых распространённых схем выпрямления:

Трёхфазная мостовая схема

Шестифазная с нулевой точкой

Схема с уравнительным реактором

Кольцевая схема

Учитывая исходные данные, выбираем шестифазную схему выпрямления с уравнительным реактором, получившей широкое применение при сварке в углекислом газе. Схема обладает хорошим использованием вентилей и небольшой расчётной мощностью трансформатора.

Рисунок 1. «Схема выпрямления с уравнительным реактором»

В этой схеме трансформатор имеет одну первичную обмотку, соединённую в треугольник, и две группы вторичных обмоток, каждая из которых соединена в звезду, причём в первой группе нулевая точка образована концами обмоток, а во второй группе - началами обмоток. Таким образом, фазные напряжения смещены дуг относительно друга на 180 ̊. В результате имеем два трёхфазных выпрямителя, работающих параллельно через уравнительный реактор на общую нагрузку.

Основные параметры выпрямителя

1) Ориентировочное значение напряжения холостого хода выпрямителя:

U_>dxx>_> >=(1,4÷1,8)∙U_>d>_>н>=(1,4÷1,8)∙50=70÷90(В)

U_>d>_>н> – номинальное выпрямленное напряжение

Принимаем U_>dxx>=80(В)

2) Длительно допустимый по нагреву ток выпрямителя:

I_>d>_{> дл}>=I_>d>_>н>∙=500∙=387 (А)

I_>d>_>н> – номинальный выпрямленный ток

ПН - продолжительность нагрузки

Расчёт силового трансформатора

1. Расчёт фазных токов и напряжений обмоток трансформатора:

По выбранной схеме выпрямления и схеме соединения первичной обмотки в треугольник рассчитываем:

1.1. Вторичное фазное напряжение:

U_>2ф >= ==68,4 (В)

1.2. Реальное значение напряжения холостого хода выпрямителя:

U_>dxx>_>0>=1,35∙ U_>2ф >=1,35∙68,4=92,3 (В)

1.3. Действующее значение тока вторичных обмоток трансформатора:

I_>2ф>= I_>d>_>н>∙0,289=500∙0,289=144,5 (А)

выпрямитель катушка трансформатор сварочный

1.4. Расчётное значение тока вторичных обмоток:

I_{>2ф расч.}>=I_>2ф>∙=144,5∙=111,9 (А)

1.5. Коэффициент трансформации:

При соединении первичной обмотки в треугольник

К_>т>===5,56

1.6. Действующее значение фазного тока первичной обмотки:

I_>1ф>=0,41∙∙I_>d>_>н>=0,41∙∙500=36,87 (А)

I_>1ф>=36,87∙1,05=38,7 (А)

1,05-коэффициент, учитывающий влияние тока холостого хода на номинальный первичный ток

1.7. Расчётное значение тока первичных обмоток:

I_{>1ф расч.}>=I_>1ф>∙=38,7∙=29,98 (А)

1.8. Значение номинальной отдаваемой (выпрямленной) мощности выпрямителя:

P_>d>_>н>=I_>d>_>н>∙ U_>d>_>н>=500∙50=25000 (Вт)=25 (кВт)

1.9. Значение потребляемой мощности:

При соединении первичной обмотки в треугольник

P_>сети>=U_>c>∙I_>1ф>∙3∙10^-3=380∙38,7∙3∙10^-3=44,1 (кВА)

2. Предварительный расчёт магнитной системы и обмоток:

2.1. Значение ЭДС, приходящейся на один виток:

e_>0>=(0,08÷0,045)∙P_{>сети расч.}>

P_{>сети расч.}>=P_>сети>∙=44,1∙=34,2 (кВА)

e_>0>=(0,08÷0,045)∙34,2=2,736÷1,539

Принимаю e_>0>=2,7 (В/виток)

2.2. Предварительное число витков вторичной обмотки:

W_>2>^’===25

2.3. Предварительное число витков первичной обмотки:

W_>1>^’=

U_>1ф>=U_>c> – при соединении первичной обмотки в треугольник

W_>1>^’==141

2.4. Окончательное число витков первичной и вторичной обмоток:

Принимаем окончательное число витков вторичной обмотки W_>2>=28.

Тогда окончательное значение ЭДС на один виток:

e_>0>===2,44 (В/виток)

Окончательное число витков первичной обмотки:

W_>1>===155,6

Принимаем W_>1>=156.

2.5. Предварительная плотность тока в обмотках трансформатора:

J_>1>^’=1,5 (А/мм²) - в первичной

J_>2>^’=2,35 (А/мм²) - во вторичной

2.6. Предварительные сечения проводов обмотки:

q_>1>^’===20 (мм²)

q_>2>^’===49 (мм²)

2.7. Активное сечение стали магнитопровода:

Предварительное активное сечение:

S_>a>^’=e_>0>∙10⁴/4,44∙f_>0>∙В^’

f_>0> – частота питающей сети;

В^’ – предварительное значение магнитной индукции;

Для холоднокатаной анизотропной стали марки 3413 В^’1,65 (Тл)

S_>a>^’=2,44∙10⁴/4,44∙50∙1,65=66,6 (см²)

2.8. Полное сечение магнитопровода:

Предварительное полное сечение:

S_>ст>^’=S_>a>^’/К_>с>

К_>с> – коэффициент заполнения стали, К_>с>=0,95

S_>ст>^’=66,6/0,95=70,1 (см²)

2.9. Определение ширины пластины магнитопровода:

Учитывая мощность выпрямителя, выберем рекомендуемую ширину b_>ст>=82 (мм)

2.10. Предварительная толщина набора магнитопровода:

l_>ст>^’=S_>c>_>т>^’∙10²/b_>ст>=70,1∙10²/82=85,5 (мм)

Окончательную толщину набора принимаем l_>ст>=86 (мм)

Окончательное сечение магнитопровода:

S_>ст>=l_>ст>∙b_>ст> /100=86∙82/100=70,5 (см²)

Окончательное активное сечение магнитопровода:

S_>a>=S_>ст>∙К_>с>=70,5∙0,95=67 (см²)

Окончательная магнитная индукция:

В=e_>0>∙10⁴/4,44∙f∙S_>a>=2,44∙10⁴/4,44∙50∙67=1,64 (Тл)

2.11. Суммарная площадь обмоток, которые необходимо разместить в окне:

Q=Q_>1>+Q_>2>

Q_>1> – площадь первичной обмотки

Q_>1>=q_>1>^’∙W_>1>=20∙156=3120 (мм²)

Q_>2> – площадь двух вторичных обмоток

Q_>2>=2∙q_>2>^’∙W_>2>=2∙49∙28=2744 (мм²)

Q=Q_>1>+Q_>2>=3120+2744=5864 (мм²)

2.13. Площадь окна магнитопровода:

S_>ок>=2∙Q /К_>зо>

К_>зо >– коэффициент заполнения окна, К_>зо>=0,45

S_>ок>=2∙5864/0,45=26062 (мм²)

3. Окончательный расчёт магнитной системы трансформатора:

3.1. Ширина окна:

b_>0>=(1,1÷1,5)∙b_>ст>

b_>c>_>т> – ширина стержня

b_>0>=(1,1÷1,5)∙82=90,2÷123 (см)

Принимаю b_>0>=112 (мм).

3.2. Высота окна магнитопровода:

h_>0>=S_>ок >/b_>0>=26062/112=233 (мм)

3.3. Длина пластин (1^го,2^го и 3^го вида):

l_>1>=h_>0>+b_>ст>=233+82=315 (мм)

l_>2>=2b_>0>+b_>ст>=2∙112+82=306 (мм)

l_>3>=b_>0>+b_>ст>=112+82=194 (мм)

Количество листов каждого типа:

n_>1>=l_>ст>∙0,95∙3/0,5=86∙0,95∙3/0,5=490 (шт),

n_>2>= l_>ст>∙0,95∙/0,5=163 (шт),

n_>3>= l_>ст>∙0,95∙2/0,5=327 (шт)

l_>ст> – толщина набора магнитопровода

0,95 – коэффициент заполнения стали (К_>с>)

3.4. Масса стали магнитопровода:

G_>c>=[(h_>0>+2b_>ст>)∙(2b_>0>+3b_>ст>)-2h_>0>∙b_>0>]∙l_>ст>∙0,95∙γ∙10^-3

γ-плотность электротехнической стали 3413, γ=7,65 (г/см³)

G_>c>=[(23,3+2∙8,2)∙(2∙11,2+3∙8,2)-2∙23,3∙11,2]∙8,6∙0,95∙7,65∙10^-3=84 (кг)

3.5. Потери в стали магнитопровода:

P_>c>=К_>0>∙G_>c>∙p_>0>∙К_>ур>

К_>0> – коэффициент, учитывающий добавочные потери в стали за счёт изменения структуры листов при их механической обработке, К_>0>=1,2.

К_>ур> – коэффициент увеличения потерь для анизотропных сталей, являющейся функцией геометрических размеров магнитопровода.

В зависимости от величины 3h_>0>+4b_>0 >/b_>ст>=3∙23,3+4∙11,2/8,2=14 -получаем К_>ур>=1,15.

p_>0 >–удельные потери в 1 кг стали марки 3413 при индукции В=1,64 (Тл) равняются p_>0>=2,3 (Вт/кг)

P_>c>=1,2∙84∙2,3∙1,15=267 (Вт)

3.6. Абсолютное значение тока холостого хода:

I_>оа> – активная составляющая тока холостого хода, обусловленная потерями холостого хода P_>c>

I_>ор> – реактивная составляющая тока холостого хода, необходимая для создания магнитного потока

I_>оа>=P_>c>_> >/3U_>c>

P_>c> – потери в стали магнитопровода

U_>c> – номинальное напряжение питающей сети

I_>оа>=267/3∙380=0,2 (А)

I_>ор>=[H_>c>∙l_>м>+0,8∙В∙n_>з>∙δ_>з>∙10⁴/√2∙W_>1>∙К_>r>]∙К_>ухх>

H_>c> – напряжённость магнитного поля, соответствующая индукции В=1,64 (Тл). Для анизотропной стали 3413 H_>c>=8,2 (А/см);

l_>м> – средняя длина магнитной силовой линии (см);

В – магнитная индукция (Тл);

n_>з> – число немагнитных зазоров на пути магнитного потока ;

δ_>з> – условная длина воздушного зазора в стыке равная 0,005 (см) в случае штампованных листов при сборке магнитопровода внахлёстку;

К_>r> – коэффициент высших гармонических. Ориентировочно для стали 3413 при индукции В=1,64 (Тл) К_>r>=1,1;

К_>ухх> – коэффициент увеличения тока холостого хода. Этот коэффициент является функцией геометрических размеров магнитопровода и магнитной индукции.

При соотношении (h_>0>+2b_>0 >)/b_>ст >+1=((23,3+2∙11,2)/8,2)+1=6,57 - получаем К_>ухх>=2,5.

Поскольку трёхстержневой магнитопровод является несимметричным, т.е. имеет разные пути для магнитного потока крайних и средней фазы, то необходимо посчитать средние длины магнитной силовой линии отдельно для крайней и средней фазы.

Длина средней линии магнитного потока для крайней фазы:

l_{>м к.ф.}>=h_>0>+2b_>0>+b_>ст>+π∙ b_>ст >/2=23,3+2∙11,2+8,2+3,14∙8,2/2=66,8 (см)

Длина средней линии магнитного потока для средней фазы:

l_{>м ср.ф.}>=h_>0>+b_>ст>=23,3+8,2=31,5 (см)

Число немагнитных зазоров на пути потока для крайней фазы n_>з>=3, для средней фазы n_>з>=1.

Реактивная составляющая тока холостого хода для крайней фазы:

I_{>ор к.ф.}>=[(H_>c>∙ l_{>м к.ф.}>+,8∙В∙3∙0,005∙10⁴)/√2∙W_>1>∙К_>r>]∙К_>ухх>

I_{>ор к.ф.}>=[(8,2∙66,8+0,8∙1,64∙3∙0,005∙10⁴)/√2∙156∙1,1]∙2,5=7,7 (А)

Реактивная составляющая тока холостого хода для средней фазы:

I_{>ор ср.ф.}>=[(H_>c>∙ l_{>м ср.ф.}>+0,8∙В∙1∙0,005∙10⁴)/√2∙W_>1>∙К_>r>]∙К_>ухх>

I_{>ор ср.ф.}>=[(8,2∙31,5+0,8∙1,64∙1∙0,005∙10⁴)√2∙156∙1,1]∙2,5=3,3 (А)

Среднее значение реактивной составляющей тока холостого хода:

I_>ор>=(2∙I_{>ор к.ф.}> + I_{>ор ср.ф.} >) /3=(2∙7,7+3,3)/3=6,2 (А)

Абсолютное значение тока холостого хода:

==6,2 (А)

Ток холостого хода в процентах от номинального первичного тока:

i=(I_>0 >/I_>1ф>)∙100%=(6,2/38,7)∙100%=16%

4. Окончательный расчёт обмоток трансформатора

4.1. Выбор обмоточных проводов:

По предварительно рассчитанным значениям сечений проводов выбираем ближайшие из стандартного ряда:

q_>1>=21,12(мм²)

q_>2>=69,14 (мм²)

Провод обмоточный алюминиевый нагревостойкий прямоугольного сечения:

Номинальный размер проволоки а*b, мм	Площадь поперечного сечения q, мм2	Размеры провода с изоляцией а>из>*b>из> , мм	Масса 1000 м провода, кг
2,12*10,0	21,12	2,6*10,4	62,58
5,00*14,0	69,14	5,52*14,48	201,32

Уточнённые значения плотности тока:

J_>1>=I_{>1ф расч.} >/q_>1>=29,98/21,12=1,4 (А/мм²)

J_>2>=I_{>2ф расч.} >/q_>2>=111,9/69,14=1,6 (А/мм²)

4.2. Высота цилиндрической обмотки:

h_>обм>=h_>0 >- 2∙∆_>я>

∆_>я> – зазор между торцевой поверхностью обмотки и ярмом магнитопровода, равный 5 (мм);

h_>0> – высота окна магнитопровод

h_>обм>=233-2∙5=223 (мм)

4.3. Число витков в слое:

Первичной обмотки

W_>c>_>1>=(h_>обм> /b_>из.1>) – 1=(223/10,4)-1=20,4- принимаем W_>c>_>1>=20

Вторичной обмотки

W_>c>_>2>=(h_>обм >/b_>из.2>) – 1=(223/14,48)-1=14,4– принимаем W_>c>_>2>=14

4.4 Число слоёв:

Первичной обмотки

n_>c>_>1>=W_>1> /W_>c>_>1>=156/2=7,8 - принимаем n_>c>_>1>=8

Вторичной обмотки

n_>c>_>2>=W_>2> /W_>c>_>2>=28/14=2

4.5. Радиальные размеры (толщина) первичной и вторичной обмоток, выполненных из изолированного провода:

δ_>1>=n_>c>_>1>∙n_>пар1>∙а_>из1>+(n_>c>_>1>-1)∙∆_>вит>

δ_>2>=n_>c>_>2>∙n_>пар2>∙а_>из2>+(n_>c>_>2>-1)∙∆_>вит>

n_>пар1 >,_> >n_>пар2> – число параллельных проводов первичной и вторичной обмоток;

а_>из1 >,а_>из2> – размер проводов по ширине с изоляцией;

n_>c>_>1> , n_>c>_>2> – число слоёв первичной и вторичной обмоток;

∆_>вит> – межслоевая изоляция для изолированных проводов, ∆_>вит>=0,15

δ_>1>=8∙1∙2,6+(8-1)∙0,15=22 (мм)

δ_>2>=2∙1∙5,52+(2-1)∙0,15=11 (мм)

4.6. Радиальный размер катушки трансформатора:

δ=δ_>1>+δ_>2>+δ_>12>+∆_>т>

∆_>т> – технологические зазоры, связанные с отступлением сторон катушки от парралельности, с неплотностью намотки, ∆_>т>=4 (мм);

δ_>12> – расстояние между первичной и вторичной обмотками, δ_>12>=0,16 (мм)

δ=22+11+3∙0,16+4=37 (мм)

4.7. Внутренний размер катушки по ширине:

А=b_>ст >+∆_>ш >

∆_>ш> – двухсторонний зазор по ширине между катушкой и стержнем, ∆_>ш>=12 (мм)

А=82+12=94 (мм)

4.8. Внутренний размер катушки по длине:

Б=l_>ст >+∆_>дл>

l_>ст> – длина пакета магнитопровода

∆_>дл> – двухсторонний зазор по длине между катушкой и стержнем,

∆_>дл>=30 (мм)

Б=86+30=116 (мм)

4.9. Средние длины витков:

Средняя длина витка первичной обмотки

l_>ср1>=2(А-2R)+2(Б-2R)+2∙π∙(R+δ_>1> /2)

R-радиус скругления проводов при переходе с одной стороны на другую при намотке, R=10 (мм)

l_>ср1>=2(94-2∙10)+2(116-2∙10)+2∙3,14∙(10+22/2)=471 (мм)

Средняя длина витка вторичной обмотки

l_>ср2>=2(А-2R)+2(Б-2R)+2∙π∙(R+δ_>1>+δ_>12>+δ_>2> /2)

l_>ср2>=2(94-2∙10)+2(116-2∙10)+2∙3,14∙(10+22+0,16+11/2)=576 (мм)

После определения всех размеров выполним эскиз катушки:

Рисунок 2. « Катушка трансформатора с первичной и вторичной обмотками из изолированного провода»

4.10. Расстояние между катушками соседних стержней:

∆_>кат> =b_>о>-∆_>ш>-2δ

∆_>кат> =112-12-2∙37=25 (мм)

После уточнения всех размеров выполним эскиз трансформатора:

Рисунок 3. «Эскиз трансформатора»

4.11. Масса проводов катушки:

Масса провода первичной обмотки одной фазы трансформатора

G_>1>=K_>y>_> >∙g_>1>∙W_>1>∙l_>ср1>

g_>1> – масса одного метра провода первичной обмотки, g_>1>=0,06 (кг);

l_>ср1> – средняя длина витка первичной обмотки (м);

К_>у> – коэффициент, предусматривающий увеличение массы провода за счёт технологических погрешностей,К_>у>=1,05.

G_>1>=1,05∙0,06∙156∙0,471=4,6 (кг)

Масса провода вторичной обмотки

G_>2>=К_>y> ∙g_>2> ∙2W_>2 >∙l_>ср2>

g_>2> – масса одного метра провода вторичной обмотки, g_>2>=0,2 (кг)

l_>ср2> – средняя длина витка вторичной обмотки (м)

G_>2>=1,05∙0,2∙2∙28∙0,576=6,8 (кг)

Общая масса провода трансформатора

G_>пр>=3(G_>1>+G_>2>)=3∙(4,6+6,8)=34,2 (кг)

4.12. Сопротивления обмоток трансформатора:

r_>1>=K_>F> ∙r_{>0 (1)}>

r_>2>=К_>F> ∙r_{>0 (2)}>

r_{>0 (1)} >, r_{>0 (2)} >– омическое сопротивление первичной и вторичной обмоток в холодном состоянии при 20 ^оС; К_>F> – коэффициент Фильда, который учитывает добавочные потери в обмотках, К_>F>=1,04

r_{>0 (1)}>=ρ∙l_>ср1> ∙W_>1> /q_>1>

r_{>0 (2)}>= ρ∙l_>ср2> ∙W_>2> /q_>2>

ρ- удельное электрическое сопротивление материала провода катушки, (для алюминиевого провода при 20 ^оС ρ=0,0282(Ом∙мм² /м))

l_>ср1> ,l_>ср2> – средние длины витков провода первичной и вторичной обмоток (м)

r_{>0 (1)}>=0,0282∙0,471∙156/21,12=0,1 (Ом)

r_{>0 (2)}>=0,0282∙0,576 ∙28/69,14=0,007 (Ом)

r_>1>=1,04∙0,1=0,062 (Ом)

r_>2>=1,04∙0,007=0,0073 (Ом)

Активные сопротивления первичной и вторичной обмоток, отнесённые к расчётной температуре, которая для обмоток класса F составляет 115 ^оС:

r_>1>_>t>=1,38∙r_>1>=1,38∙0,062=0,1 (Ом)

r_>2>_>t>=1,38∙r_>2>=1,38∙0,0073=0,01 (Ом)

Активное сопротивление обмоток трансформатора, приведённое к первичной обмотке:

r_>к>=r_>1>_>t> +r_>2>_>t> ∙К²_>т>

К_>т> – коэффициент трансформации

r_>к>=0,1+0,01∙(5,56)²=0,3 (Ом)

Индуктивное сопротивление:

X_>к>=7,9∙10^-8∙f_>c>∙W ²_>1 >∙l_>ср> ∙δ_>s> / l_>s>

f_>c> – частота питающей сети;

δ_>s> – ширина приведённого канала рассеяния (см)

δ_>s> =δ_>12>+((δ_>1>+δ_>2>)/3)=0,016+((2,2+1,1)/3)=1,1 (см)

l_>s> – длина силовой линии (см)

l_>s>=h_>o>_> >/0,95=23,3/0,95=24,5 (см)

l_>ср> – средняя длина витка обмоток (см)

l_>ср>=(l_>ср1> +l_>ср2>) /2=(47,1+57,6)/2=52,4 (см)

x_>к>=7,9∙10 ^-8∙50∙(156)²∙52,4∙1,1/24,5=0,23 (Ом)

Полное сопротивление обмоток, приведённое к первичной обмотке:

=0,5 (Ом)

4.13. Потери в обмотках:

В первичных

P_>1>=m_>1> ∙r_>1>_>t>_> >∙I²_>1ф>

Во вторичных

P_>2>=m_>2> ∙r_>2>_>t>_> >∙I²_>2ф>

m_>1> – количество первичных обмоток, m_>1>=3;

m_>2> – количество вторичных обмоток (для схемы с уравнительным реактором m_>2>=6);

r_>1>_>t> , r_>2>_>t> – активные сопротивления первичной и вторичной обмоток, отнесённые к расчётной температуре

P_>1>=3∙ 0,1∙(38,7)²=629 (Вт)

P_>2>=6∙0,01∙(144,5)²=1253 (Вт)

4.14. Напряжение короткого замыкания:

Активная составляющая напряжения короткого замыкания

U_>а>=I_>1ф> ∙r_>к>=38,7∙0,3=11,6 (В)

Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания

U_>р>=I_>1ф> ∙x_>к>=38,7∙0,23=8,9 (В)

=14,6 (В)

Напряжение короткого замыкания в процентах от первичного напряжения:

U_>к%>=U_>к> ∙100/U_>1ф>=14,6∙100/380=3,8 %

Расчёт блока тиристоров

1. Выбор типа тиристора и охладителя:

1.1. Среднее, действующее и максимальное значения тока тиристора в зависимости от номинального выпрямленного тока:

I_>в.ср. >=I_>d>_>н >∙0,166=500∙0,166=83 (А)

I_>в> = I_>d>_>н >∙0,289=500∙0,289=144,5 (А)

I_{>в мах}> = I_>d>_>н >∙0,5=500∙0,5=250 (А)

1.2. Максимальное обратное напряжение на тиристоре:

U_{>обр.мах}> =U_>d>_>хх>∙2,09=80∙2,09=167,2 (В)

Выбираем тиристор и охладитель:

Тиристор-Т161-160

Охладитель-О171-80

Основные параметры тиристора и охладителя:

Пороговое напряжение U_>пор>=1,15 (В)

Среднее динамическое сопротивление r_>дин>=1,4 (мОм)

Максимально допустимая температура перехода T_>п.м.>=125°С

Тепловое сопротивление переход-корпус R_>т(п-к)>=0,15 (°С/Вт)

Тепловое сопротивление контакта корпус-охладитель R_>т(к-о)>=0,05 (°С/Вт)

Тепловое сопротивление охладитель-среда R_>т(о-с)>=0,355 (°С/Вт)

1.3. Максимальный допустимый средний ток вентиля в установившемся режиме работы и заданных условиях охлаждения:

I_>ос.ср. >= [√ (U²_>пор>+4∙К²_>ф>∙r_>дин>∙10^-3∙(T_>п.м.>-T_>c>)_> >/R_>т(п-с) >) -U_>пор>]/2∙К²_>ф>∙r_>дин>∙10^-3

К_>ф> – коэффициент формы тока, К_>ф>=1,73

Т_>с> – температура охлаждающего воздуха, Т_>с>=40 ^°С

R_>т(п-с)> – тепловое сопротивление переход-среда

R_>т(п-с)>= R_>т(п-к)>+ R_>т(к-о)>+ R_>т(о-с)>=0,15+0,05+0,355=0,555 (°С/Вт)

I_>ос.ср. >= [√((1,15)²+4∙(1,73)²∙1,4∙10^-3∙(125-40)/0,555)-1,15]/2∙(1,73)²∙1,4∙10^-3=

=97,9 (А)

1.4. Мощность, рассеиваемая на вентиле:

P_>в>=К∙(U_>пор>∙I_>в.ср.>+r_>дин>∙10^-3∙I²_>в>)

К – коэффициент, учитывающий наличие добавочных потерь в вентиле, К=1,05÷1,1

P_>в>=1,05∙(1,15∙83+1,4∙10^-3∙(144,5)²)=131 (Вт)

1.5. Температура нагрева перехода:

T_>п>=R_>т(п-с) >∙P_>в>+T_>c>

T_>c> – температура охлаждающего воздуха, T_>c>=40 ̊С

R_>т(п-с)> – тепловое сопротивление переход-среда

T_>п>=0,555∙131+40=113 ̊С

1.6. Класс тиристора:

U_>повт.> =0,8∙U_{>обр.мах}>

U_>повт.>- повторяющееся напряжение, определяющее класс вентиля

U_>повт.> =0,8∙167,2=133,8 (В)

Принимаю U_>повт.> =200 (В).

Учитывая возможные перенапряжения, окончательный класс тиристора принимаю равный 4.

Условное обозначение выбранного тиристора:

Т161-160-4-12УХЛ2

Расчёт КПД выпрямителя

Коэффициент полезного действия выпрямителя при номинальной нагрузке:

η=P_>d>_>н> /P_>d>_>н> +ΣP

P_>d>_>н> – отдаваемая (выпрямленная) номинальная мощность

ΣP – суммарные активные потери в схеме выпрямления, которые можно разбить на следующие составные части:

1. Потери в вентилях:

ΣP_>в>=m_>в>∙ P_>в>

m_>в> – количество вентилей в схеме выпрямления

P_>в> – мощность, рассеиваемая на одном вентиле

ΣP_>в>=6∙130,9=785,4 (Вт)

2. Потери в силовом выпрямительном трансформаторе:

P_>тр>=P_>c>+P_>1>+P_>2>

P_>c> – потери в стали магнитопровода

P_>1> – потери в первичных обмотках

P_>2> – потери во вторичных обмотках

P_>тр>=267+629+1253=2,2 (кВт)

3. Потери в сглаживающем дросселе:

P_>др>=(2÷3)%P_>d>_>н>=0,6 (кВт)

4. Потери в уравнительном реакторе:

P_>ур>=(1÷2)%P_>d>_>н>=0,375 (кВт)

5. Потери во вспомогательных устройствах (в системе управления, системе охлаждения):

P_>всп>=(0,5÷1,5)P_>d>_>н>=0,25 (кВт)

6. Потери в соединительных шинах:

P_>ш>=450 (Вт)=0,45 (кВт)

Значение КПД:

η=P_>d>_>н> /P_>d>_>н>+P_>в>+P_>тр>+P_>др >+P_>ур>+P_>всп>+P_>ш >

η=25 /25+0,785+2,2+0,6+0,375+0,25+0,45=0,84.